常溫養(yǎng)護型超高性能混凝土組合橋面板收縮性能研究

趙辛瑋，肖汝誠，孫斌，王俊顏，馬骉，陳釩

(1.同濟大學 土木工程學院，上海市 200092；2.同濟大學 先進土木工程材料教育部重點實驗室；3.上海市政工程設計研究總院(集團)有限公司；4.中電建路橋集團有限公司)

1 引言

超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete，下文簡稱UHPC)是具有革命性的新一代水泥基建筑工程材料。所謂“超高”主要體現(xiàn)在兩個方面：一是超高的力學性能，即較常規(guī)混凝土具備更高的抗拉、壓強度、彈性模量和類金屬應變強化特性，以及低徐變及良好的抗疲勞與沖擊性能；二是由于基體的高致密性，UHPC還具有超高的耐久性能。

UHPC材料由于摻入超高活性礦物摻料，增加膠凝材料用量并添加高性能減水劑，其水膠比得到大幅降低。這些技術(shù)措施導致UHPC內(nèi)部結(jié)構(gòu)與凝結(jié)硬化較常規(guī)混凝土有較大的差異，體現(xiàn)在UHPC中由于剔除了粗集料，僅保留細集料，導致集料對基體收縮的限制作用明顯降低，因而UHPC的早期收縮較常規(guī)混凝土有著顯著增加，且發(fā)展較快。

UHPC收縮主要由塑性收縮和干燥收縮兩部分組成。塑性收縮又稱為自收縮，是由于膠凝材料水化反應引起體積的縮小，因為自身極低的水膠比(小于0.2)和高膠凝材料用量，導致塑性收縮占總收縮量的絕大比例，在UHPC澆筑時即產(chǎn)生且早期收縮量大，自然養(yǎng)護條件下，其量值為200～550 με；此外，在干燥的環(huán)境下UHPC表面失水引起的收縮稱為干燥收縮，其量值較塑性收縮小很多，為80～170 με。

目前中國UHPC材料主要應用于組合橋面板的薄層鋪裝。研究表明:采用鋼-UHPC組合橋面構(gòu)造，可以有效解決鋼橋面板的疲勞開裂問題。但是，為使UHPC達到更高強度并限制其早期收縮，UHPC鋪裝普遍采用高溫蒸氣養(yǎng)護措施，且中國地方標準亦推薦采用熱養(yǎng)護措施，這增加了生產(chǎn)成本和施工難度；此外高溫蒸養(yǎng)下UHPC和鋼橋面板以及連接件(如剪力釘)之間由于溫度變化引起的相互作用關(guān)系不易掌握；加之UHPC制備工藝復雜且成本較高，使得UHPC在實際工程中并未得到預期的廣泛應用及推廣。

常溫養(yǎng)護型超高性能混凝土(Normal Temperature Curing UHPC，下文簡稱NC-UHPC)通過優(yōu)選摻合料以及調(diào)整組分配比，在常溫常壓條件下可達到200 MPa以上的抗壓強度(40 mm×40 mm×160 mm試件)同時抑制早期自收縮量，且兼?zhèn)?00 mm以上的坍落擴展度，因而具備在薄層空腔的壓力灌注性能，并根據(jù)工程要求通過摻加適量的膨脹劑以改善其自收縮。王俊顏等(2017)開展了3種摻量膨脹劑下NC-UHPC的自由收縮與圓環(huán)約束試驗，研究表明通過添加適量膨脹劑可有效補償NC-UHPC的早期收縮并降低自身的拉應力及對結(jié)構(gòu)的影響，以實現(xiàn)在常溫養(yǎng)護制度下接近或達到常規(guī)UHPC在熱養(yǎng)護條件下的力學性能。由于不需要早期熱蒸養(yǎng)環(huán)節(jié)，在滿足施工質(zhì)量要求、保證結(jié)構(gòu)安全的前提下，縮短了工期、降低了成本，因此，相較需要熱養(yǎng)護與加壓成型的常規(guī)UHPC材料，工程實用性更好的NC-UHPC材料無疑具有更廣闊的應用前景。目前NC-UHPC主要應用于橋梁加固領(lǐng)域，而鋼-NC-UHPC組合橋面板的工程應用還不多，且目前國內(nèi)外對NC-UHPC早期收縮對橋面板鋼組件的作用影響研究也很少，基于此，開展NC-UHPC早期收縮對組合橋面板受力變形的影響研究十分必要。

該文通過橋面板節(jié)段足尺試驗和有限元數(shù)值模擬，研究NC-UHPC材料收縮對鋼橋面板受力變形的影響。

2 足尺模型NC-UHPC收縮性能試驗

2.1 試驗方案概況

試驗模型要求采用與實際鋼橋面板相同的鋼材、焊接材料并按照實際結(jié)構(gòu)的制造工藝和焊接工藝制作。試驗模型橋面板采用常規(guī)閉口U肋正交異性鋼橋面板足尺節(jié)段模型，鋼構(gòu)件采用Q345鋼材，鋼頂板尺寸為800 mm×800 mm，板厚14 mm；剪力釘布置間距為300 mm，高度50 mm；鋼筋網(wǎng)片采用φ10 mm HRB400鋼筋，網(wǎng)孔為50 mm×50 mm；U肋上開口寬300 mm，下翼板寬180 mm，肋高280 mm，厚8 mm。鋼構(gòu)件試驗模型示意圖如圖1所示。

圖1 鋼構(gòu)件試驗模型圖示(單位:mm)

試驗模型NC-UHPC鋪裝層厚60 mm，材料配合比如表1所示，摻加了3%(取代水泥質(zhì)量百分比)為針對高性能混凝土研發(fā)的HCSA(High Performance Calcium Sulphoaluminate)膨脹劑。鋼纖維采用平直型鍍銅鋼纖維，體積摻量2%，其物理力學特性參數(shù)見表2。試驗模型NC-UHPC鋪裝層尺寸如圖2所示。

圖2 試驗模型NC-UHPC鋪裝層圖示(單位:mm)

表1 NC-UHPC材料基礎配合比

表2 鋼纖維物理力學參數(shù)

表3為依據(jù)GB/T 31387-2015、GB/T 17671-1999測試的試件基本力學性能指標。

表3 NC-UHPC基本力學性能指標

試驗模型的測點布置方案如圖3所示。

圖3 試驗模型測點布置示意圖(單位:mm)

具體布置如下：

(1)在鋼頂板底面四分之一區(qū)域共布置5個應變片：沿順肋方向布置3個應變片(DL1 ～ DL3)，測量鋼頂板底面縱向應變，DL1距板邊100 mm，應變片間距150 mm；沿橫向布置兩個應變片(DH1, DH2)，測量鋼頂板底面橫向應變，DH1距板邊100 mm，應變片間距100 mm。

(2)在鋼板平面四分之一區(qū)域邊側(cè)共3個剪力釘上各布置兩個應變片，沿剪力釘與板面中心連線分布于剪力釘兩側(cè)，測量剪力釘?shù)呢Q向應變。

(3)鋼筋網(wǎng)同樣在四分之一區(qū)域沿橫、縱向鋼筋對稱、等間距地布置3個應變片，間距150 mm，測量鋼筋的軸向應變。

收縮性能試驗對NC-UHPC鋪裝層采用常溫自然養(yǎng)護，在28 d齡期內(nèi)采集各測點應變隨時間發(fā)展曲線。各測點數(shù)據(jù)在NC-UHPC澆筑后前7 d以15 min為間隔進行采集，8～14 d以30 min為間隔進行采集，15～28 d以1 h為間隔進行采集。

2.2 試驗結(jié)果及分析

2.2.1 溫度監(jiān)測結(jié)果

試件在澆筑后48 h內(nèi)的環(huán)境、鋼板底面及U肋下翼板的溫度變化如圖4所示。由于溫度采集的數(shù)據(jù)點較多，為使點線符號曲線圖標記密度減小，所有數(shù)據(jù)點每隔兩個標記符號，其余數(shù)據(jù)用線連接。

圖4 試件澆筑后48 h內(nèi)溫度變化曲線

從圖4可以看出：NC-UHPC在澆筑后15～36 h由于水化放熱橋面鋼頂板和肋底均有較明顯的升降溫，在22～23 h前后溫度達最值，鋼頂板最高溫度達49 ℃，肋底溫度達41 ℃，U肋溫度場自頂板至肋底呈線性分布。

2.2.2 應變結(jié)果

由于試驗過程中測點采集的數(shù)據(jù)非常多，為使點線符號曲線圖標記密度減小，該小節(jié)中應變結(jié)果的所有數(shù)據(jù)點每隔15個標記符號，其余數(shù)據(jù)用線連接。

(1)剪力釘應變隨時間發(fā)展曲線

剪力釘各測點應變發(fā)展變化曲線如圖5所示。

圖5 剪力釘測點應變變化曲線

由圖5可得:常溫養(yǎng)護條件下，剪力釘在NC-UHPC澆筑后48 h內(nèi)受其水化放熱的影響，由于鋼材與UHPC熱導率的顯著差異(鋼材熱導系數(shù)高于混凝土30倍以上)引起的應變差受到約束，剪力釘伸長受到NC-UHPC層對剪力釘?shù)募s束，剪力釘在水化放熱期間先受壓而后隨溫降應變恢復。隨著NC-UHPC的進一步收縮，邊側(cè)剪力釘?shù)膽兎植蓟颈憩F(xiàn)為一側(cè)受拉一側(cè)受壓，處于明顯受剪狀態(tài)，剪力釘應變在齡期達28 d時，由于NC-UHPC的收縮尚未完全，拉應變還在發(fā)展，但已基本趨于穩(wěn)定。數(shù)值上，拉應變極值發(fā)生在角部剪力釘B2上，拉應變極值達552 με，壓應變值約為300 με。

(2)鋼筋網(wǎng)應變隨時間發(fā)展曲線

(0.846 7) (3.544 5) (-3.990 8) (0.531 3) (15.606 2)

鋼筋網(wǎng)各測點應變發(fā)展變化曲線如圖6所示。

由圖6可以看出:常溫養(yǎng)護條件下，鋼筋網(wǎng)初期受NC-UHPC水化放熱的影響，在其澆筑后48 h內(nèi)由于鋼材與UHPC熱導率的顯著差異引起的應變差受到約束，鋼筋網(wǎng)的伸長會受到NC-UHPC層的約束，鋼筋網(wǎng)應變在水化放熱期間先受壓而后隨溫降應變恢復。此后隨著NC-UHPC繼續(xù)收縮，鋼筋網(wǎng)的應變分布表現(xiàn)為以整體受壓為主，其應變在齡期達28 d時，由于材料收縮尚未完全，壓應變還在發(fā)展，但已基本趨于穩(wěn)定。數(shù)值上，鋼筋壓應變極值約為410 με。此外，從鋼筋網(wǎng)的應變分布也可以看出，在同一根鋼筋上不同位置處的測點應變發(fā)展趨勢基本一致，但數(shù)值上略有差別，這主要是由于NC-UHPC材料拌和不充分和鋼纖維分布不均勻引起的。

(3)鋼板底面應變隨時間發(fā)展曲線

鋼板底面各測點應變發(fā)展變化曲線如圖7所示。

圖7 鋼板底面測點應變變化曲線

由圖7可以看出:常溫養(yǎng)護條件下，鋼頂板初期受NC-UHPC水化放熱的影響，由于鋼構(gòu)件與UHPC熱導率的顯著差異引起的應變差受到約束，鋼頂板的伸長會受到NC-UHPC層對剪力釘?shù)募s束，故頂板應變在水化放熱期間先受壓而后隨溫降應變恢復。此后隨著NC-UHPC繼續(xù)收縮，鋼頂板隨之受壓，鋼板底面應變在齡期達28 d時，應變發(fā)展已基本趨于穩(wěn)定，壓應變極值約為130 με。

3 收縮試驗有限元數(shù)值模擬

3.1 有限元模型概況

節(jié)段模型采用分離式建模方法，按2.1節(jié)所述試件尺寸及相關(guān)參數(shù)建模，有限元模型如圖8所示，其中NC-UHPC鋪裝層與剪力釘部件為實體單元(NC-UHPC鋪裝采用Solid65單元，剪力釘采用Solid185單元)，鋼筋網(wǎng)采用Link180單元，其余鋼板部件采用Shell181殼單元。NC-UHPC收縮引起的節(jié)點位移在實體與殼單元共節(jié)點處自鋪裝及剪力釘實體單元傳至鋼頂板殼單元時不存在自由度釋放的問題。由于幾何實體模型包含圓柱體(剪力釘)，網(wǎng)劃過程中先對鋪裝底面鋼頂板采用映射網(wǎng)格劃分，再沿Y軸(豎直方向)掃掠生成鋪裝實體單元。剪力釘附近外網(wǎng)格尺寸統(tǒng)一取12.5 mm×12.5 mm。

圖8 試驗模型有限元示意圖

鋼材與NC-UHPC基本物理力學參數(shù)見表4。鋼板部件、剪力釘及鋼筋網(wǎng)使用的鋼材均采用理想彈塑性本構(gòu)模型，使用Ansys的雙線性隨動強化模型(BKIN)定義。NC-UHPC材料的本構(gòu)則采用多線性等向強化模型(MISO)，其等效單軸受壓應力-應變曲線可采用美國聯(lián)邦公路署(FHWA)提出的三折線模型。但由于MISO模型中不允許應力應變關(guān)系出現(xiàn)下降(斜率為負)段且此次試驗采用的NC-UHPC材料具有高應變強化特性，因而實際采用的本構(gòu)模型曲線僅采用前兩段直線，即雙折線模型。又因為MISO模型中不能定義負值應變與應力，有學者采用受拉與受壓本構(gòu)關(guān)于原點對稱的MISO模型建立UHPC本構(gòu)關(guān)系，而實際UHPC材料為拉、壓不對稱彈塑性本構(gòu)，故在定義雙折線MISO模型的基礎上考慮結(jié)合CONCR破壞準則，通過定義材料的抗拉強度來區(qū)分拉、壓本構(gòu)，又由于NC-UHPC拉伸的高應變強化特性(圖9)且具有極好的裂縫控制能力，在計算中關(guān)閉開裂與壓碎檢查以便于數(shù)值計算的收斂。

表4 模型材料物理力學參數(shù)

圖9 NC-UHPC軸拉應力-應變曲線

試驗方案中NC-UHPC層和鋼頂板之間采用剪力釘連接，模型的抗剪機制主要由兩部分組成：一是剪力釘對二者的相互約束；二是NC-UHPC層與鋼頂板接觸面間存在的黏結(jié)滑移效應?？紤]到前者約束作用遠大于后者，且關(guān)于NC-UHPC與鋼板間的摩擦接觸關(guān)系還未有試驗成果支持，相關(guān)參數(shù)較難準確設定，加之接觸分析需要消耗極大的計算資源，故分析時只考慮剪力釘?shù)乃娇辜魴C制；而在豎向則認為NC-UHPC層和鋼頂板豎向變形一致，忽略拉拔脫層效應，將鋼板節(jié)點(除剪力釘根部位置)與NC-UHPC鋪裝底面節(jié)點豎向自由度耦合。

試件沿縱向?qū)ΨQ地置于兩端寬5 cm的平滑鋼墊板上，于是計算模型邊界條件為約束U肋底面兩端5 cm內(nèi)節(jié)點的豎向平動自由度，如圖10所示。

圖10 計算模型邊界條件

有限元數(shù)值模擬通過對NC-UHPC實體單元實施降溫來施加收縮作用，如圖11所示，根據(jù)自由收縮試驗測得膨脹劑摻量為3%的NC-UHPC 28 d收縮量值為600 με左右，結(jié)合NC-UHPC材料的線脹系數(shù)1.1×10-5/℃，通過設置NC-UHPC層的溫降值大小即可實現(xiàn)預期的28 d NC-UHPC收縮量。

圖11 NC-UHPC自由收縮-齡期曲線

3.2 有限元計算結(jié)果及分析

此次收縮試驗的目的是通過橋面板節(jié)段足尺試驗和有限元數(shù)值模擬，研究NC-UHPC材料收縮對鋼橋面板受力變形的影響，故只針對鋼橋面板各部件計算結(jié)果進行分析。

3.2.1 剪力釘計算結(jié)果

剪力釘部件豎向應變云圖如圖12、13所示。

圖12 剪力釘豎向應變云圖

圖13 角部剪力釘內(nèi)側(cè)豎向應變分布

由圖12可以看出：NC-UHPC收縮橋面板邊側(cè)剪力釘?shù)膽兎植蓟颈憩F(xiàn)為一側(cè)受拉一側(cè)受壓，呈明顯的受剪狀態(tài)；數(shù)值上，應變極值發(fā)生在角部剪力釘?shù)母?圖12中右側(cè)角部剪力釘細部云圖)，對應測點附近拉應變約為600 με，壓應變值達800 με，應變分布趨勢與試驗數(shù)據(jù)有較好的一致性，壓應變數(shù)值較實測值偏大較多。數(shù)值結(jié)果較實測值偏大是因為在數(shù)值模擬中假定NC-UHPC收縮過程的抗剪機制完全由剪力釘承擔，忽略了NC-UHPC層與鋼頂板接觸面間的摩擦接觸，此外，有限元分析中也未考慮NC-UHPC層在收縮受阻后材料到達應變硬化階段后的徐變效應，因此，剪力釘?shù)氖芰^實際情況更為不利，故剪力釘?shù)呢Q向應變計算結(jié)果偏大；壓應變實測值較小還可能是由于剪力釘外側(cè)應變片位置偏離剪力釘高度中部或未沿剪力釘與板面中心連線布置，而應變峰值附近局部應變梯度較大，導致實測結(jié)果較計算值偏小較多。

3.2.2 鋼筋網(wǎng)計算結(jié)果

鋼筋網(wǎng)部件軸向應變云圖如圖14所示。

圖14 鋼筋網(wǎng)軸向應變云圖

由圖14可以看出：NC-UHPC收縮鋼筋網(wǎng)表現(xiàn)為整體受壓，壓應變極值約為550 με，高于實測鋼筋壓應變極值410 με。數(shù)值結(jié)果較實測值偏大的原因同剪力釘類似，在數(shù)值模擬中NC-UHPC收縮除剪力釘受剪外，鋼筋網(wǎng)片整體受壓，由于忽略了NC-UHPC層與鋼頂板接觸面間的摩擦接觸，故鋼筋網(wǎng)的軸向應變計算結(jié)果偏大。云圖結(jié)果中鋼筋網(wǎng)壓應變整體分布均勻，反映在數(shù)值上壓應變范圍為470～550 με，而實測結(jié)果由于NC-UHPC材料拌和不充分以及鋼纖維分布不均勻引起同一根鋼筋上不同位置處的測點應變數(shù)值有較大差別，壓應變范圍為100～400 με不等，由于材料本身及施工質(zhì)量的離散性使得有限元數(shù)值模擬較實際情況有一定偏差。

3.2.3 鋼頂板計算結(jié)果

鋼頂板底面橫、縱向應變云圖如圖15所示。

從圖15可以看出：NC-UHPC收縮鋼板在剪力釘根部附近有應力集中，應變分布除剪力釘根部外側(cè)附近局部受拉外，其余部分整體受壓且分布較均勻。數(shù)值上，橫、縱向壓應變值基本為100 με左右，應變分布趨勢與數(shù)值大小與試驗數(shù)據(jù)有較好的一致性。數(shù)值結(jié)果較實測值偏小的原因還是由于在數(shù)值模擬中假定NC-UHPC收縮過程的抗剪機制完全由剪力釘承擔而忽略了NC-UHPC層與鋼頂板接觸面間的接觸摩擦效應，故實際情況鋼頂板的受力較有限元模型要偏大，因此鋼頂板的壓應變計算結(jié)果偏小。

取圖15中橫、縱向各兩條穿過剪力釘路徑(H1,H2;V1,V2)上節(jié)點的橫、縱向應變，如圖16所示。

圖15 鋼板底面應變云圖

圖16 鋼板底面應變分布

由圖16可以看出：測點相應位置處的壓應變值為100 με左右，與試驗數(shù)據(jù)有較好的一致性；鋼板應變在邊側(cè)剪力釘附近有應變峰值且剪力釘內(nèi)外側(cè)的應變峰值符號相異；除剪力釘附近外，鋼板其余部分的應變分布則較均勻且數(shù)值較??；穿過板內(nèi)剪力釘橫、縱向路徑上節(jié)點的應變值大于板邊側(cè)路徑上的應變值。此外，圖16(a)、(b)橫、縱路徑上的節(jié)點結(jié)果對稱，說明鋼板的橫、縱向應變基本不受縱肋的影響(剪力釘位于縱肋附近除外)。

3.2.4 縱肋計算結(jié)果

縱肋側(cè)面與底面橫、縱向應變云圖如圖17所示。

圖17 縱肋側(cè)面與底面應變云圖

由圖17可以看出：NC-UHPC收縮對縱肋影響有限，應變場自腹板頂部至肋底均勻過度。對比縱肋、鋼頂板與剪力釘和鋼筋網(wǎng)的應變數(shù)值大小可以看出，NC-UHPC收縮主要對直接作用于鋪裝層內(nèi)的剪力釘和鋼筋網(wǎng)的受力變形產(chǎn)生較大的影響，而對鋼頂板和縱肋的作用影響有限。

通過鋼橋面板各部件數(shù)值計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)對比可以看出：有限元計算結(jié)果的應變分布趨勢和數(shù)值大小與收縮試驗的實測數(shù)據(jù)有較好的一致性，但剪力釘與鋼筋網(wǎng)片的數(shù)值計算結(jié)果大于實測值；鋼頂板的計算結(jié)果小于實測值。這主要是因為在數(shù)值模擬中假定NC-UHPC鋪裝層在收縮過程的抗剪機制完全由剪力釘承擔，忽略了NC-UHPC層與鋼頂板接觸面間的摩擦接觸，故剪力釘和鋼筋網(wǎng)的受力較實際情況偏不利，計算結(jié)果偏大；而鋼頂板的受力較實際情況偏安全，計算結(jié)果偏小。在今后的進一步研究工作中，有必要通過相關(guān)試驗確定NC-UHPC層與鋼頂板之間的接觸摩擦關(guān)系(或F-D曲線)，以此為依據(jù)在有限元模型中建立面-面接觸單元或設置虛擬連接彈簧單元模擬NC-UHPC層與鋼頂板之間的相互接觸作用，以獲得更為精確的分析結(jié)果。

4 結(jié)論

通過足尺試驗及有限元數(shù)值模擬對常溫養(yǎng)護型超高性能混凝土(NC-UHPC)材料收縮對鋼橋面板受力變形的影響進行了研究，得到以下結(jié)論：

(1)對NC-UHPC鋪裝層采用常溫養(yǎng)護方案，鋼橋面板各部件的變形在NC-UHPC齡期達28 d左右時，變形雖繼續(xù)發(fā)展但已基本趨于穩(wěn)定。

(2)橋面板邊側(cè)剪力釘較內(nèi)側(cè)剪力釘受鋪裝層收縮影響大，邊側(cè)剪力釘豎向應變分布為一側(cè)受拉一側(cè)受壓，處于明顯受剪狀態(tài)，實測拉應變極值約為500 με；鋼筋網(wǎng)和頂板以受壓為主，實測壓應變極值分別為400、150 με左右。

(3)對NC-UHPC鋪裝層收縮對鋼橋面板的受力變形影響進行了有限元數(shù)值模擬，橋面板各部件計算結(jié)果的應變分布趨勢和數(shù)值大小與收縮試驗的實測數(shù)據(jù)有較好的一致性，因此應用有限元數(shù)值模擬研究常溫養(yǎng)護型超高性能混凝土收縮對組合橋面板的作用是可行的。

(4)NC-UHPC鋪裝層的收縮主要對層內(nèi)的剪力釘和鋼筋網(wǎng)的受力變形產(chǎn)生較大的影響，而對鋼頂板和縱肋的作用影響有限。